點(diǎn)火系統(tǒng)對某型發(fā)動機(jī)燃燒的影響規(guī)律研究

劉奕榮，陳偉，張晨，陳毅華，閆志偉

(南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院，江蘇 南京 210001)

0 引言

二沖程活塞發(fā)動機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡單、熱效率高、維護(hù)方便等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于軍用和民用領(lǐng)域[1]。近年來，由于對小型無人機(jī)飛行高度、長航時和工作可靠性等性能方面的要求日益提高，活塞發(fā)動機(jī)在航空領(lǐng)域得到了更多的關(guān)注和應(yīng)用。

活塞發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)工作過程包括了諸多復(fù)雜的物理和化學(xué)過程，也意味著其工作過程受諸多因素的影響，點(diǎn)火時刻和火花塞的布置方式是其中較為重要的影響因素[2-3]。發(fā)動機(jī)在任一工況下均存在最佳點(diǎn)火時刻，此時發(fā)動機(jī)的功率最大，燃油消耗率最低[4]。點(diǎn)火時刻的改變會影響燃燒過程火焰發(fā)展期和快速燃燒期的持續(xù)時長，影響發(fā)動機(jī)的動力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性能[5-7]?；鸹ㄈ臄?shù)量和布置方式對發(fā)動機(jī)點(diǎn)火的可靠性有極為重要的影響，合理的火花塞數(shù)量和布置方式不僅可以減小火焰的有效傳播距離，提高發(fā)動機(jī)燃燒速率[8]，還可以保證發(fā)動機(jī)在復(fù)雜惡劣的工作環(huán)境下仍可以有效點(diǎn)火，避免發(fā)動機(jī)意外熄火可能造成的不必要的損失。

本文通過對小型航空活塞發(fā)動機(jī)的數(shù)值仿真分析，研究不同點(diǎn)火系統(tǒng)參數(shù)(點(diǎn)火時刻、火花塞數(shù)量和布置方式)對發(fā)動機(jī)缸內(nèi)壓力、燃燒放熱率等燃燒特性參數(shù)的影響情況，初步確定點(diǎn)火系統(tǒng)最佳參數(shù)，為提高小型航空活塞發(fā)動機(jī)的動力性能提供有效的參考依據(jù)。

1 研究對象簡介

本文的研究對象為一臺以汽油為燃料的小型二沖程活塞發(fā)動機(jī)，其噴射方式為進(jìn)氣道噴射，掃氣方式為曲軸箱回流掃氣。發(fā)動機(jī)相關(guān)技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)

2 模型建立

2.1 網(wǎng)格的建立

建立本文研究對象的掃氣道-氣缸-排氣道三維UG簡化模型，采用ICEM對該模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，全局采用六面體網(wǎng)格。

分別選取網(wǎng)格尺度為0.5 mm、1 mm和2 mm。對研究對象進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并利用發(fā)動機(jī)冷態(tài)性能仿真進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，驗(yàn)證結(jié)果如圖1所示。從圖1中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格尺度為1 mm時，網(wǎng)格尺度對仿真結(jié)果計(jì)算精度的影響較小，故選取計(jì)算模型網(wǎng)格尺度為1 mm。仿真起始時刻，網(wǎng)格總量為636 281，模型網(wǎng)格示意圖如圖2所示。

圖1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

圖2 模型網(wǎng)格

2.2 模型的建立與校核

仿真過程中湍流模型選擇Realizablek-ε模型，壁面選用標(biāo)準(zhǔn)壁面模型，燃燒模型選用EDC模型。為驗(yàn)證所建立模型的準(zhǔn)確性，對比轉(zhuǎn)速5 000 r/min小油門開度下發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真模型計(jì)算結(jié)果，如圖3所示。可以看出，仿真計(jì)算與試驗(yàn)測得的缸內(nèi)壓力曲線基本一致，證明了仿真模型與發(fā)動機(jī)實(shí)際工作情況的一致性較好，仿真模型可用于下一步的仿真研究。

圖3 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

2.3 初始條件和邊界條件的選取

利用已有GT-Power性能仿真模型[9]給出三維仿真的初始條件和邊界條件。

初始條件：本文數(shù)值仿真的初始時刻為上止點(diǎn)后101 ℃A，該時刻發(fā)動機(jī)的排氣道即將打開，換氣過程即將開始。通過一維仿真模型得到相關(guān)初始條件如表2所示。

邊界條件：參考國內(nèi)外對二沖程活塞發(fā)動機(jī)的研究資料[10-12]，將掃氣道入口的邊界條件設(shè)為壓力入口，排氣口的邊界條件設(shè)為壓力出口，活塞設(shè)為移動壁面，其余面設(shè)為固定壁面。

表2 仿真模型初始條件

3 仿真結(jié)果及分析

3.1 點(diǎn)火時刻對燃燒特性的影響

點(diǎn)火時刻是影響發(fā)動機(jī)燃燒特性和整機(jī)性能的重要因素之一。在發(fā)動機(jī)各工況下，均存在最佳點(diǎn)火時刻，此時發(fā)動機(jī)的輸出功率最大，耗油率最低，但該數(shù)值受目標(biāo)工況下發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速、負(fù)荷、進(jìn)氣壓力、進(jìn)氣溫度和過量空氣系數(shù)等因素影響。若點(diǎn)火時刻過早，發(fā)動機(jī)爆燃傾向增大；若點(diǎn)火時刻過晚，油氣混合氣的燃燒時間增長，傳熱損失增大，熱效率降低。為探究點(diǎn)火時刻對發(fā)動機(jī)燃燒特性的影響，選取點(diǎn)火時刻為340 ℃A、343 ℃A、346 ℃A和349 ℃A進(jìn)行數(shù)值仿真分析。

圖4和圖5分別為不同點(diǎn)火時刻下缸內(nèi)壓力和溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況。隨著點(diǎn)火時刻的推遲，缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力點(diǎn)和溫度峰值點(diǎn)后移，最高爆發(fā)壓力和溫度峰值減小，數(shù)值見表3。當(dāng)點(diǎn)火時刻從340 ℃A～343 ℃A、343 ℃A～346 ℃A和346 ℃A～349 ℃A變化的過程中，缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力降低率分別為0.55×105Pa/℃A、0.5×105Pa/℃A和0.42×105Pa/℃A。點(diǎn)火時刻越早，缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力對點(diǎn)火時刻的變化越敏感。點(diǎn)火時刻為340 ℃A時，缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力在7 °ATDC即達(dá)到最大值，活塞上行過程中受到的壓縮負(fù)功較大。同時，過高的缸內(nèi)溫度會導(dǎo)致氣缸頭熱負(fù)荷和機(jī)械負(fù)荷增加，材料的熱強(qiáng)度快速下降，影響汽油機(jī)使用壽命[13]。

圖4 點(diǎn)火時刻對缸內(nèi)壓力的影響

圖5 點(diǎn)火時刻對缸內(nèi)溫度的影響

表3 不同點(diǎn)火時刻下最高爆發(fā)壓力及對應(yīng)轉(zhuǎn)角

為方便對內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)燃燒過程的分析，按已燃燃料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，可將燃燒分為火焰發(fā)展期和快速燃燒期?；鹧姘l(fā)展期表征從火花點(diǎn)火至燃料燃燒釋放出10%熱量的階段，快速燃燒期表征為燃料燃燒釋放出10%～90%熱量的階段，該階段是發(fā)動機(jī)做功的主要階段[14]。

圖6和圖7分別為不同點(diǎn)火時刻下燃燒放熱率和燃燒放熱量的變化曲線。圖8為不同點(diǎn)火時刻下火焰發(fā)展期和快速燃燒期占曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況。從圖中可以看出，隨點(diǎn)火時刻的推遲，放熱率峰值對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角后移，燃燒放熱總量呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。當(dāng)點(diǎn)火時刻為340 ℃A時，工作循環(huán)內(nèi)燃燒放熱量最小，放熱率峰值對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角為359 ℃A，且快速燃燒期所占曲軸轉(zhuǎn)角有近35%處于上止點(diǎn)前。燃燒質(zhì)心過于靠前，此時發(fā)動機(jī)工作過程中的壓縮負(fù)功過大，不利于發(fā)動機(jī)對外輸出功率。點(diǎn)火時刻為343 ℃A時，燃燒放熱率峰值為各點(diǎn)火時刻下的最大值，但上止點(diǎn)前快速燃燒期所占曲軸轉(zhuǎn)角比重仍較大。當(dāng)點(diǎn)火時刻為346 ℃A和349 ℃A時，燃燒放熱率峰值及其對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角基本不變，但點(diǎn)火時刻為346 ℃A時的燃燒放熱量最多，燃燒最為充分。

綜上，346 ℃A為單火花塞情況下最合適的點(diǎn)火時刻。

圖6 點(diǎn)火時刻對燃燒放熱率的影響

圖7 點(diǎn)火時刻對燃燒放熱量的影響

圖8 點(diǎn)火時刻對燃燒過程的影響

3.2 單/雙火花塞對燃燒特性的影響

火花塞的數(shù)量及其布置方式對火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x有直接的影響，進(jìn)而影響火焰面擴(kuò)展速率和燃燒速率。本文選取343 ℃A的點(diǎn)火時刻，分別采用單火花塞和雙火花塞點(diǎn)火進(jìn)行缸內(nèi)燃燒特性的對比分析，其中單火花塞情況下火花塞位于氣缸中心位置，雙火花塞情況有掃氣道-掃氣道型、掃氣道-排氣道型兩種對稱雙火花塞布置方案，具體布置方案見圖9。

圖9 雙火花塞布置方案

圖10和圖11分別為采用單/雙火花塞布置方案時發(fā)動機(jī)缸內(nèi)壓力和溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況?？梢钥闯?，采用雙火花塞布置方案時缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力和缸內(nèi)平均溫度峰值均高于單火花塞布置方案，且所對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角提前。這是由于雙火花塞布置的點(diǎn)火能量高于單火花塞點(diǎn)火，缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌欤瑲怏w迅速受熱膨脹。同時，相比于掃氣道-掃氣道型布置方案，掃氣道-排氣道型布置方案的火花塞附近流體流速更快(圖12)，有利于高溫已燃廢氣與缸內(nèi)新鮮混合氣的摻混和熱量傳遞，同時適當(dāng)強(qiáng)度的湍流運(yùn)動可以進(jìn)一步增加火焰?zhèn)鞑ニ俣?，這也導(dǎo)致了掃氣道-排氣道型布置方案的最高爆發(fā)壓力和缸內(nèi)平均溫度的峰值均高于掃氣道-掃氣道型布置方案。

圖10 單/雙火花塞對缸內(nèi)壓力的影響

圖11 單/雙火花塞對缸內(nèi)溫度的影響

圖12 點(diǎn)火位置平面速度云圖

圖13、圖14分別為采用單/雙火花塞布置方案時燃燒放熱率、燃燒放熱量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況。單火花塞布置方案的燃燒放熱率峰值大于雙火花塞布置方案，所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角明顯晚于雙火花塞布置方案。這是由于雙火花塞布置方案點(diǎn)火后的燃燒速度更快，放熱更為迅速，其峰值對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角遠(yuǎn)早于上止點(diǎn)，壓縮負(fù)功急劇增大。故采用雙火花塞布置方案時需適當(dāng)推遲點(diǎn)火時刻，避免產(chǎn)生過多的能量損失。相比于掃氣道-掃氣道型布置方案，掃氣道-排氣道型布置方案和單火花塞布置方案的燃燒放熱量更多，主要原因在于掃氣道-掃氣道型布置方案火花塞附近氣體流速過低，不利于氣體的摻混和熱量的傳遞，新鮮混合氣燃燒前溫度低于掃氣道-排氣道型布置方案。綜上所述，采用掃氣道-排氣道型火花塞布置方案時火焰發(fā)展和傳播得更為迅速，得到的燃燒放熱量更高。

圖13 單/雙火花塞對燃燒放熱率的影響

圖14 單/雙火花塞對燃燒放熱量的影響

4 結(jié)語

本文研究了某型航空活塞發(fā)動機(jī)不同點(diǎn)火系統(tǒng)參數(shù)(點(diǎn)火時刻、火花塞數(shù)量和布置方式)對燃燒特性的影響，為提高航空活塞發(fā)動機(jī)的動力性能提供有效的參考依據(jù)。主要研究結(jié)論如下：

1)單火花塞情況下，當(dāng)點(diǎn)火時刻為346 ℃A時，發(fā)動機(jī)具有最合適的缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力點(diǎn)和燃燒放熱率峰值位置、最大的燃燒放熱量，且具有較為合適的火焰發(fā)展期和快速燃燒期。

2)雙火花塞布置方案相比于單火花塞布置方案燃燒更為迅速，燃燒質(zhì)心前移。采用雙火花塞布置方案時需適當(dāng)推遲點(diǎn)火時刻，且掃氣道-排氣道型雙火花塞布置方案火花塞附近的流場更適合組織燃燒。